master procédé solaire de production de froid à...

الجمهورية الجزائرية الديمقراطية الشعبية

République Algérienne Démocratique et Populaire

Ministère de l’Enseignement Supérieur et de la Recherche Scientifique

Université de Biskra

Faculté des Sciences et de la Technologie

Département de Génie Mécanique

Filière : Génie Mécanique

Option: Systèmes Energétiques Et Développement Durable

Réf:…………

Mémoire de Fin d'Etudes

En vue de l’obtention du diplôme de:

MASTER

Présenté par : Proposé et dirigé par :

Sameh Ben Omar Dr. Kamel AOUES

Promotion : Juin 2014

Procédé solaire de production de froid à

basse température par sorption

Solide-gaz

Remerciements

Je tiens à remercier à travers cet humble travail, tous les enseignants de la

Faculté des Sciences et de la Technologie de l’Université de Biskra, et surtout mes

chers enseignants du département de Génie Mécanique, pour tous leurs efforts

consentis. J’exprime mes gratitudes pour les connaissances qui m’ont fait savourer et

acquérir du vaste monde de la science.

Comme je remercie fortement Dr. Kamel AOUES pour sa patience, son

encadrement, sa bonne vision et ses critiques constructives qui m’ont guidé dans la

réalisation de ce travail. Grand honneur et fierté pour moi d’avoir eu la chance de

travailler avec une personne aussi vertueuse, responsable, et attentionné.

J’adresse une très grande reconnaissance aux membres de jury chacun par son

nom, Pr. Adel BENCHABANE et Mr. Mounir JELAB, d’avoir accepté de contribuer dans

mon travail, par leurs critiques et débats.

Je n’oublie pas de remercier également tous mes camarades et frères de ma

promotion pour leurs soutiens et le réconfort.

Enfin mes vives reconnaissances à l’équipe du hall technologique par son

responsable Mr. Belhi GUERIRA, du département de Génie Mécanique et à tous ceux

qui m’ont aidé à réaliser ce travail, mes chaleureux remerciements.

Dédicaces

A mon père

A ma mère

A mes frères

A mes sœurs A mes meilleurs amis : Abed alhak Belhadj,

Abed Al amide Bouhlale , Samir Oumane .

pour leur patience, leur encouragement et leur soutient affectif sans lequel ce travail

n’aurait pu être mené à bien .

A tous les étudiants du Génie Mécanique.

A tous ceux qui me sont chers

I

Sommaire

Remerciements

Dédicace

Sommaire I

Liste des figues V

Nomenclature VII

Introduction générale 1

CHAPITRE 1 – Notation thermodynamique

1.1. Introduction 03

1.2. Rappels 03

1.2.1. Système isolé, système fermé, système ouvert 03

1.2.2. Conservation de la masse du système 03

1.2.3. Function d'état du système 04

1.2.4. Définition de la chaleur et du travail 04

1.2.5. Premier principe de la thermodynamique ou conservation de l'énergie du

système 05

a. Enoncé du premier principe 05

b. Expression du premier principe dans un système fermé 05

c. Dans un système ouvert 05

1.2.6. Deuxième principe de la thermodynamique 06

1.3. Fonctions principales de la thermodynamique 07

1.3.1. Equation de Gibbs 07

1.4. Quelques équations importantes 08

1.4.1. Equation de Gibbs Helmholtz 08

1.4.2. Equation de Gibbs Duhem 09

1.5. Thermodynamique de l'adsorption 09

1.5.1. Relation de Clapeyron pour la transition phase adsorbée phase vapeur 09

a. Déplacement de l'équilibre à température constante (Isothermes) 11

b. Déplacement de l'équilibre à pression constante (Isobares) 11

c. Déplacement de l'équilibre à masse adsorbée constante (Isostères) 12

1.5.2. Le modèle Semi empirique de Dubinin 12

II

1.5.3. Entropie de la phase adsorbée 14

1.5.4. Considérations thermodynamiques sur la valeur de la chaleur spécifique de

la phase adsorbée 15

1.6. Conclusion 16

Chapitre 2 – Procédés de sorption et leurs techniques de froid solaire


2.2. Technologie de réfrigération solaire 17

2.2.1. Réfrigération solaire par sorption 18

2.3. Cycle et procédé de base 19

2.3.1. Principe de la sorption 19

2.4. Etat de l'art de la production de froid par énergie solaire 21

2.4.1. Procédé par absorption 21

2.4.1.1. Principe de fonctionnement de la machine frigorifique absorption 22

2.4.2. Procédés par adsorption et par chimisorption (réaction chimique) 23

2.4.2.1. Principe de fonctionnement de la machine frigorifique adsorption 25

2.5. Cycles idéaux de la machine frigorifique solaire à adsorption 26

2.5.1. Cycle à simple effet 26

2.6. Avantage et inconvénients des machines à adsorption 28

2.6.1. Inconvénients 28

2.6.2. Avantages 29

2.7. Applications des systèmes de réfrigération par sorption 30

2.8. Conclusion 30

CHAPITRE 3 – Modélisation des différents composants du réfrigérateur

solaire

3.1. Introduction. 31

3.2. Description du réfrigérateur à adsorption à étudier 31

III

3.2.1. Composants de la machine frigorifique solaire à adsorption 31

3.2.1.1. Capteur-adsorbeur 32

3.2.1.2. Condenseur 32

3.2.1.3. Evaporateur 32

3.2.1.4. Eléments auxiliaires 32

3.3. Fonctionnement Du système global 33

3.3.1. Le jour 33

3.3.2. Nuit 34

3.4. Modélisation dynamique du procédé 35

3.4.1. Description générale de la modélisation 35

3.4.2. Hypothèses 36

3.4.3. Bilans thermiques 37

3.4.3.1. Parois de réacteur et capteur solaire 37

3.4.3.2. Mélanges réactifs 39

3.4.3.3. Condenseur 40

3.4.3.4. Fluide dans le condenseur 41

3.4.3.5. Evaporateur 41

3.4.3.6. Fluide dans l’évaporateur 42

3.4.3.7. Chambre froide 42

3.5. Description des étapes de calculs 43

3.6. Conclusion 45

CHAPITRE 4 – RESULTATS ET DISCUSSIONS


4.2. Description de L’installation 46

4.2.1. Construction de prototype 46

4.2.2. Différents composants du réfrigérateur solaire 47

4.2.2.1. Capteur solaire 47

4.2.2.2. Condenseur à air 48

4.2.2.3. Evaporateur et hamber froide 49

4.3. Eléments auxiliaires et instruments de mesure 50

4.3.1. Les Vannes 50

IV

4.3.2. Instrumentation des mesures 51

4.3.2.1. Mesure de la température 51

4.3.2.2. Mesure de la pression 51

4.3.2.3. Mesure de l’ensoleillement 52

4.4. Etat de réalisation de la machine 52

4.4.1. Le réacteur solaire 52

4.4.2. Le condenseur 52

4.4.3. Etat de réalisation de la machine 53

4.5. Résultats et discussion 54

4.5.1. Les données climatiques du jour type 54

4.5.2. Température du capteur solaire Tcapt 55

4.5.3. Température du mélange réactive TR 56

4.5.4. Température du condenseur Tcond 56

4.5.5. Température de fluide dans le condenseur Tfcond 57

4.5.6. Température de l’évaporateur Tevap 57

4.5.7. Température de fluide dans l’évaporateur Tfevap 58

4.5.8. Température de la chambre froideTchamb 59

4.5.9. Variation des températures des éléments de la machine 59

Conclusion générale 60

Référence bibliographique 61

Annexes 63

V

Listes des figures

Fig. 1.1. Représentation schématique du volume de contrôle avec mv la masse du volume de contrôle au temps t +dt ; mv + me la masse du système au temps t et mv + ms la masse du système au temps t +dt

03

Fig. 1-2. Diagramme entropie d'une substance pure 06

Fig.1.3. Entropie de la phase adsorbée et du liquide pur 15

Fig. 2.1. Organigramme des techniques de froid solaire 16

Fig. 2.2. Système de réfrigération par sorption 18

Fig. 2.3. Positions d'équilibre et types d'évolution en fonction de l'état thermodynamique dans le diagramme de Clausius-Clapeyron a) des phénomènes de sorption chimique et de changement de phase liquide-gaz et b) d'ab- et ad-sarptian

22

Fig. 2.4. Fonctionnement du système par absorption liquide/gaz 22

Fig. 2.5 Schéma de fonctionnement du cycle absorption simple effet

24

Fig. 2.6. Fonctionnement de système par adsorption et par sorption chimique

26

Fig.2.7. Schéma d’une machine frigorifique à adsorption 26

Fig. 2.8. Trajet thermodynamique d’un cycle frigorifique théorique simple effet, dans un diagramme de Clapeyron

31

Fig.3.1. Le réfrigérateur à adsorption réalisé par Nesba et Hassen 32

Fig. 3.2. Schéma descriptif d’un réfrigérateur solaire par adsorption

33

Fig. 3.3 Intervention au début de journée 33

Fig.3.4. Intervention au milieu de matinée 34

Fig. 3.5. Intervention à la fin d’après-midi 34

Fig. 3.6. Etat de l’installation la nuit 34

Fig. 3.7 Décomposition du système pour la modélisation. 36

Fig. 3.8. Bilan thermique sur les parois des réacteurs. 37 Fig. 3.9. Bilan thermique sur te mélange réactif du système. 39

Fig. 3.10. Bilan thermique sur le condenseur du système. 40

Fig. 3.11. Bilan thermique sur le fluide dans le condenseur. 41

Fig. 3.12. Bilan thermique sur la paroi de I ‘évaporateur. 41

Fig. 3.13 Bilan thermique sur l'air de la chambre froide. 42

Fig.3.16 L’organigramme de calcule 43

Fig. 4.1 Schéma descriptif d’un réfrigérateur solaire par

adsorption 46

VI

Fig. 4.2. Schéma descriptif du capteur plan 85cmx85cm 47

Fig. 4.3 . Schéma de grille en inox 85cmx85cm 47

Fig. 4.4 . Schéma descriptif du capteur plan avec les entretoises 47

Fig. 4.5. Schéma d’ailettes de cuivre 85cmx5cm 48

Fig. 4.6. Schéma descriptif du capteur plan 85cmx85cm 48

Fig. 4.7. Plaque Schéma de plaque avant de capteur 85cm x85cm 48

Fig. 4.8 Schéma de volet d’isolant 48

Fig. 4.9 Schéma du condenseur à air 49

Fig. 4.10. Schéma de l'évaporateur 49

Fig. 4.11 Schéma de la chambre froide 49

Fig.4.12 Trois vannes d’isolement entre capteur-condenseur, condenseur-évaporateur et Evaporateur-capteur

50

Fig. 4.13 Les électrovannes. 51

Fig. 4.14 Thermorégulateur avec une sonde du type K. 51

Fig. 4.15 Baromètre 51

Fig. 4.16 Le boitier du réacteur solaire. 52

Fig. 4.17 Condenseur de Nesba et Hassan 52

Fig. 4.18 Condenseur avec ailettes en cuivre. 52

Fig. 4.19 Dispositif spécial pour trouer les éilettes. 53

Fig. 4.20 Etat de réalisation de la machine. 53

Fig. 4.21 Variation temporelles du rayonnement solaire. 54

Fig. 4.22 Variation temporelles de la température extérieure. 55

Fig. 4.23.

Variation de la température du capteur. 55

Fig. 4.24.

Variation de la température du mélange réactif. 56

Fig. 4.25. Variation de la température du condenseur. 56

Fig. 4.26. Température de fluide dans le condenseur. 57

Fig. 4.27 Variation de la température de l’évaporateur. 58

Fig. 4.28 Variation de la température de fluide dans l’évaporateur Tfevap.

58

Fig. 4.29. Variation de la température de la chambre froideTchamb. 59

Fig. 4.30 Variation des températures des élémentsde la machine. 59

Nomenclature

VII

NOMENCLATURE

COP Coefficient de performance -

Cp chaleur massique à pression constant J/kgK

Ec Energie cinétique J

Ep Energie potentielle J

G Gaz -

H Enthalpie du système J

I Insolasion w/m2

L(T) Chaleur latente de changement de phase à températeur T J/Kg

L Liquide -

K Coefficient global de pertes de la chambre froide w/k

P Pression Pa

PCM Matériau à changement de phase -

Ps Pression de vapeur saturante Pa

Q Energie calorifique J

W Travail J

R Constante de gaz parfaits KJ/Kg.k

S Surface m2

S Sorbant -

S Entropie du système J/°k

T Températature °K ou °c

TS Température de vapeur saturante °K ou °c

U Energie interne -

V Volume m3

Vv Vitesse de vent m/s

w0 Volume des micropores m3/Kg

Minuscules

e Epaisseur m

m Masse Kg

n Constante du couple adsorba dans l’isotherme de

Dubnium -

n Nombre de moles -

na Nombre de moles d’adsorbant -

ns Nombre de moles adsorbées -

sL Entropie du liquide saturé KJ/k

sg Entropie de la phase gazeuse KJ/k

hsw Coefficient d’échange convictif entre paroi et le mélange réactif

w/k.m2

hcond Coefficient d’échange convictif dans le condanseur w/k.m2

Nomenclature

VIII

hev Coefficient d’échange par convection fluide -évaporateur w/k.m2

hevap Coefficient d’échange par convection chambre-

évaporateur w/k.m2

hvv Coefficient d’échange entre condenseur et l’air w/k.m2

Indices latins

capt Capteur solaire -

cu Cuivre -

cond Condenseur -

des Relatif au charbon de désorption -

ev Evaporation -

evap évaporateur -

ext Extérieur -

g Gaz -

int Intérieur -

liq Liquide -

sol Solaire -

sys Système -

poly polystyrène -

R Mélange réactif -

Grandeurs diverses (Alpha betgrec)

Majuscules

∆ Ecart entr deuw valeurs -

∆G Energie libre différentielle kJ/Kg

∆H Chaleur latente de désorption KJ/Kg

Minuscules

α Coefficient d’amplification des échanges convective des

capteurs solaires

-

Ψ Facteur optique du capteur solaire -

η Rendement %

λ Condictivité thermique w/m.k

ρ Masse volumique Kg/m3

µi Potentiel chimique du constituant i ( i= gaz , liquide ,gaz

adsorbé)

-

Coefficient de déperdition thermique du capteur solaire w/m2.K

Introduction générale

Introduction générale

Actuellement, dans le monde, la production du froid dans l’habitat apparait comme un

enjeu énergétique majeur de ce nouveau siècle.

Dans les pays développés, la production du froid représente un tiers de la

consommation d’énergie électrique qui est très couteuse, tandis que dans les pays en voie

de développement, il y a toujours une croissance des besoins en froid.

Néanmoins, que le système de production de froid repassent essentiellement sur des

procèdes frigorifique à compression de vapeur qui utilisent des fluides très dangereux pour

l’environnement, la santé et qui contribuent au changement climatique, l’accroissement de

l’effet de serre et le réchauffement de la planète.

Nombreux scientifiques se prononcent des technologies propres et des procédures de

production du froid qui doit être capable de répondre aux exigences du froid dans le but

toujours l’intégration des clauses d’économie d’énergie et la protection de l’environnement,

c’est la base de la nature c’est-à-dire l’énergie solaire qui donne l’intérêt à une autre filière

des machines frigorifique à sorption: Solide – Gaz.

De diffèrent prototypes de production de froid ont été construit et développé avec un

mode de fonctionnement simple, une adaptation métrologique et utilisant des réfrigérants

bénins que ce soit : charbon-actif, méthanol avec en cours toujours une hypothèse de

nouveau modélisation de la performance et de traitement.

Les prototypes ou les machines frigorifique à sorption solide – gaz, nous donnons un

meilleure confort et faisant le moins de dommages possibles pour l’équilibre écologique et

préserve notre patrimoine.

Notre travail consiste à la modélisation, la simulation numérique et expérimentale (si

c’est possible) dans le but de prévoir le fonctionnement et le comportement de ce genre de

machine thermique et par la suite procédé aux optimisations de leurs rendements.

Pour mener à bien cette étude, nous nous sommes basés sur les travaux antérieurs sur

cet axe de recherche. Nolewenn LE PIERRES a mené une étude théorique et expérimentale

lors de sa thèse de doctorat (2005) sur le procédé solaire de production du froid à basse

Introduction générale | 2

température par sorption solide/gaz . Abed elmoussehel ERROUGANI (2007) a conçu un

réfrigérateur solaire à adsorption utilisant le couple charbon Actif/Méthanol dans le site de

Rabat. Djezzar et Guiren (2009). Nesba et Hassan (2011) ont commencé la reproduction du

réfrigérateur d’ERROUGANI dans le site de Biskra.

L’objectif de cette étude est la construction d’un code de calcul en environnement

MATLAB qui simule le fonctionnement de la machine frigorifique en temps réel. D’autre part,

Achever la machine frigorifique incomplète et mener si c’est possible des essais

expérimentaux sur cette dernière.

Ce travail a été décomposé en quatre chapitres :

Dans le premier chapitre, nous donnons quelques rappels des fonctions principales de

la thermodynamique classique et la thermodynamique de l’adsorption.

Le deuxième chapitre représente une introduction à la description des procédés de

production de froid solaire et la technologie solaire par sorption.

Dans le troisième chapitre, on a exposé la problématique de notre étude et puis la

démarche mathématique adoptée pour l'établissement du code de calcul.

Dans le quatrième chapitre, une description détaillée du banc d’essai expérimentale et

ces principaux constituants aussi des instruments des mesures utilisées lors de

l’expérimentation. D’autre part, nous avons exposé les différents résultats théoriques issus

du code calcul élaboré ainsi que leurs discussions.

Enfin, une conclusion générale dans laquelle sont récapitulés les principaux travaux de

ce projet en mettant l'accent sur les perspectives à mener pour permettre une bonne

compréhension et simulation du mode de travail de ce genre de machine.

CHAPITRE 1

Notation thermodynamique

Chapitre 1 – Notation thermodynamique

1.1. Introduction

L'application de la thermodynamique à l'adsorption est restée longtemps confuse,

l'une des raisons qui explique cette confusion est la très grande variété de choix possibles

des systèmes thermodynamiques.

Donc nous devons rappeler brièvement certaines fonctions importantes de la

thermodynamique.

1.2. Rappels

Un système thermodynamique est contenu dans un volume géométriquement défini

de dimension macroscopique. Les frontières de ce volume sont définies comme des surfaces

séparant le système de l'extérieur.

1.2.1. Système isolé, système fermé, système ouvert

Un système est dit isolé, s'il n'échange à travers ses frontières, ni énergie, ni matière

avec l'extérieur. Il est dit fermé, s'il échange uniquement de l'énergie avec le milieu

extérieur.

Enfin il est dit ouvert, s'il échange la matière et l’énergie avec l'extérieur.

1.2.2. Conservation de la masse du système

Dans un système fermé, au cours d'une transformation, la masse totale du système est

conservée.

Fig. 1.1. Représentation schématique du volume de contrôle avec mv la masse du volume de contrôle

au temps t +dt ; mv + me la masse du système au temps t et mv + ms la masse du système

au temps t +dt [1].

Chapitre 1 – Notation thermodynamique | 4

Pour un système ouvert, il est nécessaire de définir un volume de contrôle déformable

tel que, pour une transformation, au cours d'un pas de temps considéré, la masse à

l'intérieur de ce volume soit constante. Le volume de contrôle contient alors un système

fermé défini autour du système ouvert [1].

1.2.3. Fonction d'état du système

Une grandeur thermodynamique est une fonction d'état f si, pour décrire une suite de

transformation du système d'un état 1 vers un état 2 thermodynamique non définis, sa

variation est indépendante du chemin suivi pour effectuer la transformation de 1 vers 2.

Mathématiquement, la différentielle de cette fonction d'état est une différentielle exacte, et

conduit à:

∫ ∫ ( ) ( )

1.1

Au cours d'une transformation cyclique, où les états initial et final sont rigoureusement

identiques :

∮ 1.2

Une grandeur g, qui n'est pas une fonction d'état, présente des variations dépendant

du chemin suivi. La grandeur dg n'est pas une différentielle exacte.

∫

1.3

Et au cours d'une transformation cyclique:

∮

1.2.4. Définition de la chaleur et du travail

La chaleur Q est définie comme une forme d'énergie qui est transférée à travers la

frontière du système à une température donnée à un autre système, à une température plus

faible, en raison de la différence de température entre les deux systèmes Q est comptée

positivement quand elle est reçue par le système.

Le travail w est défini comme résultant de l'action d'une force F au cours d'un

déplacement, le déplacement s'effectuant dans la direction de la force.

∫

1.4


Une autre définition peut être: Un travail est fourni par un système si le seul effet sur

l'environnement extérieur au système peut être le soulèvement d'un poids dw est compté

positivement quand il est fourni au système.

1.2.5. Premier principe de la thermodynamique ou conservation de l'énergie du système

a. Enoncé du premier principe

L'énergie totale du système E est la somme de l'énergie cinétique Ec, de l'énergie

potentielle Ep et de l'énergie interne U. L'énergie interne U est la somme de toutes les

énergies du système qui ne sont ni de l'énergie cinétique, ni de l'énergie potentielle.

E=Ec + Ep + U 1.5

1.6

A tout système, une fonction d'état appelée énergie interne U est associée. Au cours

d'une transformation quelconque, la variation d'énergie interne U est égale à l'énergie

échangée avec le système lorsque les variations d'énergies cinétique et potentielle sont

négligeables.

1.7

Ces trois grandeurs Ec ,Ep et U, sont des différentielles exactes. Dans la suite de ce

chapitre les variations d'énergie cinétique et d'énergie potentielle seront négligées. A cause

des faibles vitesses et variations de hauteur mises en jeu.

b. Expression du premier principe dans un système fermé

Dans un système fermé, en l'absence de champ extérieur (électrique par exemple)

l'énergie dE fournie par l'extérieur durant l'intervalle de temps dt est égale à la somme de la

chaleur Q, et du travail mécanique w, échangés à travers les frontières du système.

1.8

c. Dans un système ouvert

Pour un système ouvert, la variation d'énergie dE du système subit une transformation

s'écrit:

Sachant que, la variation d'enthalpie ΔH du système, au cours de la transformation

s'écrit [1]:

∑ 1.9


1.2.6. Deuxième principe de la thermodynamique

Le second principe postule l'existence d'une fonction d'état S appelée entropie, que

nous allons donner quelques notions générales sur cette dernière qui seront utiles

ultérieurement pour la discussion de l'entropie de la phase adsorbée.

L'entropie S est une grandeur extensive d'un système, et pour les substances pures, on

peut trouver les valeurs des entropies spécifiques (s) dans des tables thermodynamiques.

Ces valeurs sont données par rapport à un état de référence arbitraire et dans le cas de

l'eau, la référence (c'est-à-dire la valeur zéro) est prise pour le liquide saturé à 0°C.

Les propriétés d'une substance pure peuvent être présentées sur un diagramme

Température - entropie (T-S) Fig1-2.

Le diagramme (T-S) d'une substance pure est devisé par deux lignes pleines qui se

rejoignent formant un dôme.

La ligne de gauche représente le liquide saturé, et celle de droite la vapeur saturée,

entre les deux lignes c'est la région d'équilibre liquide – vapeur (solution biphasée).

Donc la variation d'entropie entre deux états A et B d'un système peut être calculée

dans simplement le cas d'une transformation réversible.

∫ (

)

Comme l'entropie est une fonction d'état, cette variation entre les états A et B sera la

même pour n'importe quelque transformation se produisant entre ces deux états,

réversible ou irréversible.

Fig. 1-2. Diagramme entropie d'une substance pure [1].


Donc la variation d'entropie (dS) peut être décomposée en deux parties :

Le flux d'entropie est dû aux échanges avec l'extérieur, et dis la contribution due aux

modifications intérieures du système, dis n'est jamais négatif.

- dis=0pour les processus réversibles.

- dis >0 pour les processus irréversibles.

dS=des + dis 1.10

1.11

Puisque l'entropie est une fonction d'état, sa variation au cours d'un cycle est nulle.

Donc l'entropie est définie par [1]:

(

)

1.12

1.3. Fonctions principales de la thermodynamique

1.3.1. Equation de Gibbs

L'équation de Gibbs étudiée en cours de thermodynamique, relie la variation d'énergie

d'un système quelconque aux variations d'entropie de volume, et de composition lors d'un

échange réversible de chaleur, de travail et de matière sans pour autant être en équilibre

chimique (la composition du système peut varier) cette équation s'écrit :

∑ 1.13

Avec:

U: énergie interne du système (J).

S: Entropie du système (J/°K).

V: Volume du système (m3).

ni: Nombre de mole du composant i présent dans le système.

T: Température du système (°K).

P: Pression du système (Pa).

µi: Potentiel chimique du composant i (J/mole).

L'équation (1.13) permet également d'exprimer les autres potentielles thermo-

dynamiques pour l'enthalpie.

∑ 1.14


- Energie libre de Helmholtz:

F = U – TS

∑ 1.15

- Pour l'énergie libre de Gibbs:

G=H – TS

∑ 1.16

Donc la forme intégrée de ces équations:

∑ 1.17

∑ 1.18

∑ 1.19

1.4. Quelques équations importantes

1.4.1. Equation de Gibbs Helmholtz

Cette équation peut être déduite en combinant les équations (1.16) ;(1.18) ;(1.19)

(

)

( ( ))

(

)

( ( )

Appliquée à température constante aux variations des fonctions H et G cette relation

s'écrit:

(

)

1.20

Ou peut l'écrire comme suit:

1.21


1.4.2. Equation de Gibbs Duhem:

Cette équation est obtenue, en combinant la différentielle de la relation (1.19) et

(1.16):

∑ =0 1.22

Cette équation est très utile, car elle permet de distinguer entre trois cas possibles

d'étude de l'équilibre : isotherme, isobare et isostère.

Dans le cas de l'adsorption de l'adsorbat par l'adsorbant, notre intérêt se porte sur le

comportement d'un seul constituant de la solution (l'adsorbat), qui peut se trouver dans

trois états différents : liquide pure (l), gaz (g), ou adsorbée dans l'adsorbant(s).

1.5. Thermodynamique de l'adsorption

1.5.1. Relation de Clapeyron pour la transition phase adsorbée phase vapeur

On considère la phase adsorbée (s) comme un système à composant unique en

équilibre avec le gaz non adsorbé (g).

Comme annoncé au début, l'état de ce système peut être défini au moyen des

variables T, P, n.

Où:

T est la température de l'adsorbant.

P est la pression de vapeur de l'adsorbat.

Est le rapport du nombre de moles adsorbées, aux nombres de moles adsorbantes

(nA est pris constante).

Soient, , les potentiels chimiques respectivement de la phase adsorbée, et du gaz qui

la surmonte.

L'équilibre entre ces deux phases exige l'égalité: c'est-à-dire que pour chaque

espèce, le potentiel chimique est le même dans les deux phases. Ainsi Gibbs a publié en

1876, le principe de phases, qui détermine le nombre maximal des variables intensives

indépendantes, ou ce qu'on appelle le nombre de degré de liberté. Ce nombre est nécessaire

et suffisant pour spécifier l'état de chaque phase du système, mais il est insuffisant pour

spécifier la composition de chaque phase. En d'autres termes, le nombre de propriétés

spécifiées pour le principe des phases est suffisant pour déterminer l'état intensif mais pas

extensif du système.


Le principe des phases donne le nombre de degré de liberté selon la formule suivante:

F = 2 + C –P 1.23

Où:

C: est le nombre de composant dans le système.

P: est le nombre de phase dans le système.

Si l'équilibre est déplacé en faisant varier les variables (T, P, n) on aura:

(

)

(

)

(

)

(

)

1.24

S et VS Sont obtenus par différentiation de la relation (1.16).

Pour le gaz l'équation de Gibbs Duhem (1-22) fournit la relation:

Ou bien :

1.25

SG et VG sont des quantités moyennes (

)

L’égalité devient

(

)

Ou encore :

( ) = ( ) -(

)

1.26

( ) - ( ) + (

)

=0


Cette équation est tout à fait générale puisque aucune hypothèse restrictive n'a été

faite.

On peut d'autre part supposer que:

1°- Le volume d'une molécule de gaz adsorbé est négligeable devant le volume d'une

molécule de la phase gazeuse:

( ) 1.27

2°- Le gaz est parfait:

1.28

Donc l’équation (1.26) devient :

( )

(

)

=0 1.29

Ou peut déplacer l'équilibre de la phase adsorbée, en modifiant au moins deux des

trois grandeurs: température, pression et quantité adsorbée. Les trois cas particuliers qui

nous intéressent sont ceux où une de ces grandeurs est maintenue constante, ces cas sont:

a. Déplacement de l'équilibre à température constante (Isothermes):

De l'équation (1-26) on obtient:

(

)

1.30

Ou encore

(

)

1.31

Cette relation permet d'obtenir le potentiel chimique de la phase adsorbée à partir de

la connaissance du réseau d'isothermes, ou d'obtenir la variation de la pression à partir

d'une relation: ( ) connue.

b. Déplacement de l'équilibre à pression constante (Isobares):

De (1.26), on obtient :

( ) (

)

1.32

Ou bien ;

( )

(

)

1.33


Cette relation donne la variation d'entropie le long d'une isobare, en fonction de la

température, une fois comme la relation: ( )

A l’équilibre on a aussi :

Et la relation (1-33) devient:

(

)

1.34

Où ΔH est la chaleur latente d'adsorption.

c. Déplacement de l'équilibre à masse adsorbée constante (Isostères)

Toujours de l'équation (1.26), on obtient:

1.35

En négligeant le volume molaire du gaz adsorbé et par (1-26) on a :

(

) (

)

1.36

La quantité est couramment appelée chaleur isostèrique d'adsorption.

La relation (1.36) est identique à l'équation de Clapeyron quand elle est appliquée à la

transition de phase: phase adsorbée – phase vapeur.

1.5.2. Le modèle Semi empirique de Dubinin:

Ce modèle est basé sur une approche macroscopique du phénomène de l'adsorption

introduite par POLANYI [1]. Approche purement thermodynamique ne faisant appel à

aucune connaissance préalable de la structure moléculaire de l'adsorbant.

Définissons le potentiel d'adsorption réversible, et isotherme, comme étant le travail

effectué par les forces d'adsorption, pour faire passer une molécule d'adsorbat de la phase

gazeuse sous la pression P0,jusqu'à ce point sous la pression d'équilibre P à la température T.

Si on suppose que le gaz se comporte de manière idéale, que le film formé est

incompressible et que la formation d'un liquide entraîne un travail négligeable, on peut

écrire:

1.37


Soit θ le rapport entre le volume adsorbé w et le volume maximal adsorbable

qui peut-être contenu dans l'adsorbat.

La théorie postule l'existence d'une fonction f Gindépendante de la température,

appelée fonction caractéristique qui relie G au taux de remplissage θ [1].

On peut alors écrire:

Θ =f G 1.38

et

(

)

Dubinin et Coll [1] ont développé le concept du (remplissage en volume) lors de

l'adsorption de gaz sur adsorbants microporeux. Cette théorie présente deux hypothèses

principales:

1- les courbes caractéristiques de différents adsorbats sur le même adsorbant se

correspondent, si l'on utilise un coefficient d’affinité .

( ) 1.40

2- Dubinin propose de prendre comme fonction caractéristique :

([

]) 1.41

Equation que l'on notera désormais, équation D R pour Dubinin- RADUSHKEVITCH.

L'équation D R a une origine empirique et prévoit une loi de distribution de RAYLEIGH de

la forme:

( )

(

) 1.42

[

]

1.43

Avec :

W0 : Est le volume maximal adsorbable.

w: Est le volume d'adsorbat contenue dans l'adsorbant.

PS ou P0 : Est la pression de vapeur saturante de l'adsorbat à la température de l'adsorbant T.

P : Est la pression de vapeur existant à l'interface Solide - Vapeur.


Les quantités w et w0 sont reliées aux masses correspondantes par leurs masses

volumiques :

( )

( )

( )

( ) 1.44

Dubinin Suggère d'utiliser l'approximation suivante pour les valeurs de ( )et ( ):

[1]. Pour une température inférieure à la température normale d'ébullition, la masse

volumique est considérée comme égale à celle du liquide.

- Pour une température comprise entre la température normale d'ébullition et la

température critique, la masse volumique est obtenue en interpolant entre la masse

volumique du liquide à la température normale d'ébullition, et la masse volumique du

liquide à la température critique prise égale à

, où:

- m est la masse molaire de l'adsorbat.

- b est la constante de l'équation de "VAN DER WALLS".

Récemment d'autres auteurs [1] ont proposé d'autres valeurs de (T) (Voir annexe 1).

On peut calculer la chaleur isostérique d'adsorption en différenciant l'équation (1.43) et à

partir de la relation de CLAPEYRON:

( )

(

)

1.45

Où:

L (T) : Est la chaleur latente d'évaporation de l'adsorbat à la température T.

α : Est le coefficient de dilatation de la phase adsorbée, calculé par:

( ( )) 1.46

Une importante remarque doit être signalée:

- Quand la pression P tend vers la pression de vapeur saturante P0(Ps), la chaleur isosterique

calculée par (1.45) diverge.

1.5.3. Entropie de la phase adsorbée

La représentation dans un diagramme (T, S) est très utile pour l’analyse d’un cycle de

pompe à chaleur à adsorption solide suivant le second principe.

Une telle analyse a été présentée par E .DAHOME et F .MEUNIER [1] en prenant une

formule de Dubinin, pour calculer l'entropie de la phase adsorbée. Donc l'expression de

l'entropie de la phase adsorbée est obtenue de l’équation: (1.36)


1.47

Elle peut être évaluée, si on connaît la valeur de SG et de DH à n et T donnés.

Fig.1.3. Entropie de la phase adsorbée et du liquide pur [1].

L'entropie de la phase adsorbée SS présente par rapport à l'entropie de liquide pur,

une contribution négative puisque L , et une contribution positive (

) comme

en ne peut rien dire à priori sur signe de: (voir Fig.1.3).

Si la référence est choisie comme étant celle du liquide à la température T et à la

pression PS, l'équilibre liquide - vapeur permet d'écrire:

1.48

1.5.4. Considérations thermodynamiques sur la valeur de la chaleur spécifique de la

phase adsorbée

Considérons la relation de Kirchhoff [1]

(

)

1.49


Où:

Δcp Est la variation de la chaleur spécifique lors d'un changement de phase, nous avons:

- à la l'interface liquide – gaz :

1.50

- à la l'interface adsorbée - gaz:

1.51

D’où on peut déduire:

( )

1.52

- Si à n constant varie avec T comme L, on a:

( )

- Si à n constant est indépendante de la température, nous avons:

( ).

1.6. Conclusion

Dans se chapitre, nous avons exposé la théorie et les lois fondamentales de la

thermodynamique. Cette théorie en relation avec le phénomène de sorption (adsorption

solide/gaz) qui est basé sur l’utilisation des équations d’états adsorbants – adsorbats. Une

très bonne compréhension de ces lois, nous facilite le développement d’un modèle de calcul

qui simule le comportement de ces machines thermiques.

CHAPITRE 2

Procédés de sorption et leurs

techniques de froid solaire

Chapitre 2 –Procédés de sorption et leurs techniques de froid

solaire

2.1. Introduction

Avant d’entamer notre travail on débute par cette partie qui est une préface sur les

techniques de la production du froid à partir de l’énergie solaire, en se basant sur les

systèmes de réfrigération à adsorption.

2.2. Technologie de réfrigération solaire

Il existe plusieurs voies d’utilisation de l’énergie solaire pour produire le froid. On peut

les répertorier dans deux types de procédés principaux : i) le premier est basé sur l’emploi

de l’électricité en utilisant des panneaux photovoltaïques, ii) le deuxième est basé sur

l’emploi des panneaux photo-thermiques. Les techniques utilisées sont listées dans la figure

(2.1) [2].

Fig. 2.1. Organigramme des techniques de froid solaire [3].

Photovoltaïque

Effet Peltier

Photovoltaïque

Compression a

vapeur

Systèmes de froid

solaire

Systèmes

Electriques

(photovoltaïque)

Systèmes

Thermiques

(photothermiques)

Echanges de chaleur

(Thermodynamique)

Cycles

ouverts

Cycles

fermés

Systèmes

Thermomécaniques

Cycle de

Rankine

Sorbant liquide

(Injection de

vapeur)

Sorbant solide

(Dessicant cooling)

Cycle à jet

de vapeur

Sorbant liquide

(Absorption)

Sorbant solide

Adsorption Réaction

chimique

Phénomène

de sorption

Chapitre 2 – Procédés de sorption et leurs techniques de froid solaire | 18

2.2.1. Réfrigération solaire par sorption

Les systèmes existants de production de froid utilisant l'énergie solaire thermique sont

basés sur trois phénomènes de sorption, le procédé par absorption liquide-gaz, procédé par

adsorption solide-gaz et le procédé par réaction chimique. Ces phénomènes utilisent

l’attraction physique ou chimique entre un couple de substances dont le but de produire le

froid. Une sorption a une capacité unique de transformer l'énergie thermique directement

en puissance de refroidissement. La substance à plus faible température d'ébullition est

appelée le sorbat qui joue le rôle du fluide frigorigèneet l'autre est appelée le sorbant [2].

La figure (2.2) montre un schéma d'un système fermé de sorption, le processus de la

sorption est désigné par "l’absorbeur" et le processus de désorption est désigné par la

composante "générateur". Nous appelons ainsi l’ensemble de ces deux composantes un lit

d'adsorbant, le générateur reçoit la chaleur Qg du panneau solaire pour générer le sorbat, ce

dernier a été auparavant absorbé en tant que fluide frigorigène dans l'absorbeur. La vapeur

réfrigérante produite dans le processus de génération se condense dans le condenseur en

rejetant la quantité de chaleur de condensation à l'air ambiant Qc. Dans l'évaporateur, le

réfrigérant liquéfié dans le condenseur s’évapore en absorbant la quantité de chaleur Qe de

l’espace à refroidir. Par la suite, le sorbat, initialement généré dans le générateur est

absorbé comme vapeur frigorigène sortant de l'évaporateur, en rejetant la quantité de

chaleur de sorption Qa vers le milieu ambiant [4].

Fig. 2.2. Système de réfrigération par sorption [4].


Dans les machines de réfrigération par sorption le rendement de refroidissement est

souvent défini par [4] :

2.1

Où Wel est le travail électrique. Ce rendement, également appelée COP

2.3. Cycle et procédé de base

Les machines thermiques à sorption de gaz permettent la production ou le stockage de

froid et ou de chaleur. Ces machines, au moins trithermes. Utilisent de l'énergie thermique

comme énergie motrice, contrairement aux machines dithermes qui utilisent l'énergie

mécanique, et peuvent donc fonctionner grâce à des énergies renouvelables (solaire,

géothermale) ou des rejets de chaleur industriels. Les systèmes à sorption de gaz font donc

l'objet d'un intérêt croissant [3].

2.3.1. Principe de la sorption

Les procédés thermochimiques reposent sur la gestion de la thermicité d'un

phénomène renversable de sorption entre un gaz G et un sorbant (liquide ou solide) S:

2.2

Dans le sens 1 (appelé synthèse dans le cas d'une réaction chimique solide-gaz ou

sorption dans le cas de l'ab- et de l'ad-sorption). Le gaz G se fixe sur le sorbant S1. Ce

phénomène est exothermique et libère la quantité de chaleur de sorption AHsorp. Dans le

sens 2 (appelé décomposition ou désorption respectivement), le sorbant S2 libère du gaz G.

Ce phénomène endothermique nécessite l'apport de la quantité de chaleur AHsorp.

Les réactions chimiques solide-gaz (ou chimisorotions) sont des processus monova

riants. A l'équilibre, l'état thermodynamique du système est parfaitement déterminé si l'on

connaît un paramètre intensif définissant cet état (pression ou température). Les équilibres

des réactions solide-gaz sont régis par l'équation d'équilibre thermodynamique (2). De

même que les phénomènes de changement de phase liquide-gaz.

(

)

2.3


Où AH0 et AS0 sont respectivement les variations d'enthalpie et d'entropie de la réaction

rapportées à une mole de gaz G. dans les conditions standards de température et de

pression.

Si l'on néglige la variation de ces grandeurs dans les faibles intervalles de températures

classiquement utilisés (hypothèse vérifiée dans le cas de la chimisorption et du changement

de phase),les positions d'équilibre du phénomène correspondant peuvent être représentées

par une droite dans le diagramme (ln(P). -1/T)de Clausius-Clapeyron (Fig.2.3.a).

Les phénomènes d'ab- et ad-sorption d'un gaz dans une solution liquide ou sur la

surface d'un solide sont des phénomènes divariants. Les états d'équilibres

thermodynamiques peuvent être représentés par des faisceaux de droites (appelées

isostères) dans le diagramme de Clausius-Clapeyron. Dans ce diagramme, chaque droite

représente un équilibre du phénomène pour une quantité de gaz donnée fixée sur le

support (Fig. 2.3.b). Plus les isostères sont situées vers les températures élevées du

diagramme, plus la teneur en gaz du support est faible. Nous considérerons dans la suite,

par soucis de simplification, que l'équilibre 'moyen' peut être représenté par une droite

unique moyenne, comme cela se fait usuellement pour une faible variation dans la

composition [3].

Fig. 2.3. Positions d'équilibre et types d'évolution en fonction de l'état thermodynamique dans le

diagramme de Clausius-Clapeyron a) des phénomènes de sorption chimique et de

changement de phase liquide-gaz et b) d'ab- et ad-sarptian [3] .


2.4. Etat de l'art de la production de froid par énergie solaire

Les systèmes existants de production de froid utilisant l’énergie solaire thermique sont

basés sur les trois phénomènes de sorption présentés précédemment, le procédé par

absorption liquide-gaz, le procédé par adsorption solide-gaz et le procédé par réaction

chimique.

Les performances des procédés solaires sont quantifiées par deux types de COP : le

COP dit ‘COP système’ du procédé de production de froid en tant que tel, hors système de

cap talion solaire, et le COP dit ‘COP solaire’ du procédé global prenant en compte le

rendement du système de captation de l'énergie solaire incidente.

Le COP système est défini comme :

Le COP solaire est défini comme :

Ce COPSOL inclue le rendement des capteurs solaires, il est donc plus faible que le COP

système [3].

2.4.1. Procédé par absorption

La réfrigération par absorption a été la plus fréquemment adoptée pour les systèmes

solaires de réfrigération. Il ne nécessite que très peu ou pas de puissance électrique et pour

la même capacité les dimensions physiques d'une machine à absorption sont plus petites

que celles d’une machines a adsorption en raison du fort coefficient de transfert thermique

de l'absorbant. La technologie actuelle peut fournir diverses machines à absorption avec des

COP allant de 0,3 à 1,2. Le choix d'une machine frigorifique à absorption est principalement

lié aux performances du capteur solaire à utiliser.

Le cycle à absorption fonctionne de la même manière que le cycle à compression. Seul

le compresseur mécanique est remplacé par un compresseur thermochimique, contenant un

mélange de deux constituants : le réfrigérant qui va circuler dans l'ensemble condenseur-

évaporateur et un solvant qui interagit très fortement avec le réfrigérant. Cette interaction


est la cause du phénomène d'absorption du réfrigérant dans le solvant avec lequel il forme

une solution liquide [2].

Fig. 2.4. Fonctionnement du système par absorption liquide/gaz [3 ].

2.4.1.1. Principe de fonctionnement de la machine frigorifique absorption

La méthode de réfrigération par absorption utilise un cycle purement thermique qui

repose sur des différences d'affinités entre deux corps, suivant leurs conditions

thermodynamiques : pression, température, concentration. L'absorption est l'affinité entre

deux fluides (liquide -liquide ou liquide - vapeur). Le fluide de travail du système est une

solution contenant un fluide de réfrigération (un réfrigérant) et un absorbant qui ont l'un

pour l'autre une forte affinité [2].

Fig. 2.5. Schéma de fonctionnement du cycle absorption simple effet [5].


La solution saline (Fig. 2.5) à faible concentration d’absorbant est chauffée dans le

désorbeur (ou générateur) grâce à la chaleur motrice et libéré de l’eau sous forme gazeuse,

qui va se condenser dans le condenseur la solution saline est ainsi concentrée. Le réfrigérant

se vaporise dans l’évaporateur et est absorbée par la solution concentrée dans l’absorbeur.

L’absorption est un phénomène exothermique, qui est défavorisée par une haute

température. C’est pourquoi un dispositif (généralement une tour de refroidissement

humide) est utilisé pour évacuer la chaleur générée dans l’absorbeur et dans le condenseur.

Un échangeur de chaleur entre l’absorbeur et le désorbeur existe afin de préchauffer la

solution froide venant de l’absorbeur et refroidir la solution en sortie de générateur .Le cycle

de la machine à absorption est basé sur le fait que la températured’ébullition d’un mélange

est plus haute que celle d’un liquide pur [6].

2.4.2. Procédés par adsorption et par chimisorption (réaction chimique)

L’adsorption est un phénomène résultant de l'interaction entre un solide (sorbant) et

un gaz (fluide frigorigène) basé sur un processus de réaction physique ou chimique.

Les procédés par adsorption ou par réaction chimique solide-gaz sont des procédés où

les deux phases (adsorption) et (désorption) du dipôle sont séparées temporellement. Ceci

est dû au fait que l'on ne peut transporter le milieu sorbant solide de la même façon que le

sorbant liquide circule dans les systèmes à absorption [7],[8].

La différence principale entre ces deux procédés réside dans le type de liaison entre le

sorbant et le fluide (sorbat) : pour l'adsorption, les molécules de fluide adsorbées à la

surface du sorbant sont liées par des liaisons faibles de type Van der Waals alors que la

sorption chimique implique des liaisons plus fortes, de type liaisons ioniques ou covalentes,

avec transformation de la structure chimique des molécules de sorbant[9].

Pour les procédés d’une réaction chimique renversable, l'état du sorbant est

caractérisé par un avancement X, défini comme le taux de chargement du sorbant en gaz de

travail. X varie entre 0 (sorbant complètement déchargé) et 1 (sorbant saturé en gaz de

travail) [3].

Les enthalpies d’adsorption sont de l’ordre de 800 à 6000 kJ/kg de gaz en fonction des

couples considérés et de 30 à 100% plus importantes que les enthalpies de changement de


phase du fluide de travail. Ces enthalpies d'adsorption dépendent majoritairement des

propriétés de surface des adsorbants, comme la surface spécifique, la taille et le volume des

micropores [9].

Pour les systèmes à réaction chimique, les enthalpies de réaction sont de l’ordre de

1600 à 4000 kJ/kg de gaz en fonction des couples considérés [10] soit de 30 à 300% plus

importantes que les enthalpies de changement de phase du fluide considéré.

Le système de base de production de froid par adsorption ou réaction chimique

présente généralement trois enceintes (Fig. 2.6) :

un réacteur ou adsorbeur contenant le sorbant solide S qui est successivement

chauffé à Th et refroidi à Tm afin de libérer ou absorber le gaz G.

un condenseur dans lequel le fluide G se condense à la température Tm, libérant

ΔHcond.

et un évaporateur dans lequel le fluide G s'évapore en absorbant la chaleur ΔHev à Tb .

Fig. 2.6. Fonctionnement de système par adsorption et par sorption chimique [3]

Ces trois enceintes sont parfois reliées par des vannes afin de maîtriser les phases de

fonctionnement du procédé. Le système peut également fonctionner sans vanne ni pompe

et présente alors l'intérêt de ne comporter aucun organe mobile. Il peut donc avoir un

fonctionnement silencieux, et plus robuste que les systèmes à absorption. Les deux phases

(adsorption) et (désorption) ont ici lieu successivement et ce procédé fonctionne donc de

façon discontinue, ce qui impose le cyclage d'une masse thermique importante, diminuant le

COP du système. Par ailleurs, un stockage frigorifique est nécessaire afin de pallier à cet

inconvénient, un procédé couplant deux systèmes en opposition de phase peut aussi être


utilisé pour produire du froid en continu lorsque la source de chaleur à Th est disponible en

continu [3].

2.4.2.1. Principe de fonctionnement de la machine frigorifique adsorption

Au début de cycle, les vannes V1, V2 et V3 sont fermées, l’adsorbeur se trouve à sa

température minimale, l’adsorbant est chargé d’une masse maximale d’adsorbat.

En chauffant l’adsorbeur, la pression du gaz adsorbé augmente au fur et à mesure que

sa température augmente, la masse adsorbée reste constante.

Lorsque la pression atteint celle du condenseur (pression haute), la vanne V2 s’ouvre,

la vapeur désorbée circule vers le condenseur où elle se liquéfie à la température de

condensation et le condensât est stocké dans le réservoir.

Le chauffage continue jusqu’à ce que l’adsorbeur soit en équilibre avec la température

de la source chaude où la température atteint sa valeur maximale. À ce moment, le

refroidissement de l’adsorbeur commence. Sa pression diminue et la vanne V2 se ferme.

La vanne V3 s’ouvre, le condensât stocké dans le réservoir se détend et entre dans

l’évaporateur, sa pression chute de la pression du condenseur jusqu’à celle de l’évaporateur

(pression basse).

Lorsque la pression qui règne dans l’adsorbeur atteint celle de l’évaporateur, la vanne

V1 s’ouvre et l’adsorbeur qui se trouve en légère dépression, aspire la vapeur produite dans

l’évaporateur.

L’effet utile de refroidissement se produit lors de l’évaporation. Le refroidissement de

l’adsorbeur continue jusqu’à ce qu’il atteint sa température minimale, où l’adsorbant est

saturé en adsorbat. Les vannes V1et V3 se ferment et un autre cycle commence [11].


Fig.2.7. Schéma d’une machine frigorifique à adsorption [11 ].

2.5. Cycles idéaux de la machine frigorifique solaire à adsorption

2.5.1. Cycle à simple effet

La machine frigorifique à adsorption fonctionne par cycle. La figure (2.8) représente le

trajet thermodynamique de base d’une telle machine dans le diagramme de Clapeyron (Ln P,

−1/T).Ce cycle dit idéal, représente l’évolution de l’état de mélange adsorbant/adsorbat

contenu dans l’adsorbeur. Chaque cycle comprend deux phases principales régissant le

fonctionnement : une phase de chauffage du mélange adsorbant/adsorbat et une autre de

refroidissement du même mélange [11].

Fig. 2.8. Trajet thermodynamique d’un cycle frigorifique théorique simple effet, dans un diagramme

de Clapeyron [11].


Phase de chauffage

1. Phase de chauffage isostérique (1→ 2)

Au début du cycle (point 1), le mélange adsorbant/adsorbat est à sa température

minimale Ta(température d’adsorption) et à la pression Pe (pression d’évaporation) ; à ce

moment, l’adsorbeur est isolé. Sous l’effet de chauffage, la pression et la température du

mélange augmentent, tandis que la masse totale du réfrigérant adsorbée reste constante le

long de la transformation (1→2) et égale à mmax . Cette phase de pressurisation s’achève dès

que la pression devient égale à celle qui règne dans le condenseur Pc (point 2). La

température atteinte est dite température seuil de désorption Tc1 [11].

2. Phase de désorption - condensation (2→ 3)

Cette phase commence lorsque la pression du mélange dans l’adsorbeur atteint la

pression de condensation Pc(pression de saturation correspondante à la température de

condensation), l’adsorbeur est mis en communication avec le condenseur et la désorption

du frigorigène commence, qui se condense dans le condenseur par la suite. L’adsorbeur est

alors en haute pression et suit l’isobare imposée par le condenseur. Tout en continuant le

chauffage, la température du mélange dans l’adsorbeur augmente jusqu’à la température

maximale, Tg(température de régénération) au point 3, fixée pour le cycle correspondant.

Cette phase est généralement appelée génération car c’est celle qui rend l’adsorbeur

propice à une nouvelle phase de production frigorifique [11].

Phase de refroidissement

3. Phase de refroidissement isostérique(3→ 4)

Par opposition à la première phase, le refroidissement du mélange adsorbant/adsorbat

commence au point 3, où la température et la pression diminuent jusqu’à ce que la pression

devienne égale à celle qui règne dans l’évaporateur. La température atteinte est dite

température seuil d’adsorption Tc2 (point 4). La masse totale du fluide adsorbée reste

constante dans cette phase et est égale à mmin [11].


4. Phase d’adsorption - évaporation (4→1)

Cette phase est la phase motrice du cycle, pendant laquelle le froid est produit. Au

point 4, commence l’évaporation du réfrigérant en produisant le froid dans l’évaporateur. La

vapeur produite s’adsorbe de nouveau dans l’adsorbeur, jusqu’à ce que la température du

mélange adsorbant/adsorbat devienne minimale Ta, fixée pour le cycle correspondant.

Durant la transformation (4→1), le système suit l’isobare imposée par l’évaporateur,

correspondant à la pression de saturation du réfrigérant à la température d’évaporation. A

ce moment, la machine est prête pour un nouveau cycle. Le cycle thermodynamique est

totalement défini par les quatre températures de fonctionnement :

Ta : Température minimale atteinte par le mélange adsorbant/adsorbat (température

d’adsorption).

Tg : Température maximale atteinte par le mélange adsorbant/adsorbat (température

de régénération).

Tc : Température de condensation.

Te : Température d’évaporation.

La conception et les choix technologiques des machines frigorifiques à adsorption sont

guidés par la volonté d’une optimisation de ce quadruplet de température. Vu l’alternance

des phases (désorption-condensation et évaporation-adsorption), l’évaporation n’a lieu que

pendant une partie du cycle, c’est pourquoi ce cycle est appelé intermittent. Cette

intermittence est synchronisée avec celle de la source énergétique solaire [11].

2.6. Avantage et inconvénients des machines à adsorption

2.6.1. Inconvénients

Beaucoup d’inconvénients de ces machines sont devenus des obstacles pour la réelle

mise en pratique globale du procédé et qui font actuellement l’objet d’études, nous citons:

1. Le coefficient de performance thermique de ces machines est limité (< 0.5) [22]. Donc

ce coefficient est plus faible que ceux des systèmes à compression et à absorption.

2. Fortes puissances thermiques à évacuer vers l’extérieur.

3. Basses pressions de vapeur avec les frigorigènes utilisés (eau et méthanol).

4. Avec l’eau, l’impossibilité de produire du froid au-dessous de 0 °C.


5. Les performances du système de captation des machines frigorifiques solaires à

adsorption sont particulièrement sensibles aux conditions environnementales (vent,

température ambiante et rayonnement solaire), ce qui renforce le caractère aléatoire

de la production frigorifique provenant du caractère fluctuant de l’énergie solaire.

6. La production discontinue de froid imposant un accumulateur externe pour le

stockage de l’énergie. Cette solution permet de pallier la nature intermittente et

aléatoire de l’énergie solaire, mais n’a pas encore reçu de succès économique

satisfaisant. Le problème de discontinuité de production de froid peut être résolu en

utilisant plusieurs adsorbeurs, ce qui augmente l’encombrement, le poids et le prix de

la machine [11].

2.6.2. Avantages

Les machines frigorifiques à adsorption présentent comme avantages principaux:

1. l’absence de compression mécanique, donc pas de vibrations et de bruits.

2. La possibilité d’utiliser une énergie calorifique disponible et d’éviter ainsi la

consommation électrique du compresseur. Donc, ce sont des machines poly-énergie

3. (Brûleur du propane, résistance électrique, énergie solaire, …etc).

4. La parfaite autonomie.

5. Le procédé classique des machines à adsorption opère avec un seul adsorbeur, il

présente certes l’avantage d’être simple technologiquement, ce qui lui confère les

qualités de facilité d’entretien et de fiabilité dans le temps.

6. L’intermittence du cycle de base associé à ces machines représente une caractéristique

utile dans les applications solaires où l’énergie solaire n’est que discontinuement

disponible. Ces machines sont donc parfaitement adaptables à cette énergie.

7. Le fonctionnement intermittent permet de diminuer le nombre de composant du

système.

8. Des coûts de fonctionnement et d’entretien très réduits.

9. La durée de vie de ces machines peut être longue, si l’on s’est prémuni contre la

décomposition du frigorigène et contre les phénomènes de corrosion [11].


2.7. Applications des systèmes de réfrigération par sorption

Sur la base de la demande de la température de refroidissement, les applications des

systèmes solaires par sorption peuvent être classées en trois catégories :

1. La climatisation (8-15°C) pour les espaces,

2. La réfrigération (0-8 °C) pour les produits alimentaire et le stockage des vaccins,

3. La congélation (<0°C) pour la fabrication de glace ou de buts de congélation.

2.8. Conclusion

Dans ce chapitre, d’une part, une recherche bibliographique sur les technologies de la

production du froid solaire par sorption (absorption et adsorption) a été établie en se basant

sur les travaux antérieurs. Nous concluons que les technologies de réfrigération solaire par

sorption peuvent être utilisées pour produire une large gamme de températures de froid.

Les technologies examinées sont intéressantes pour en servir aux besoins de froid. Ces

technologies (absorption et adsorption) peuvent surtout répondre à la demande de

conservation de l'énergie et de la protection de l'environnement.

CHAPITRE 3

Modélisation des différents

composants du réfrigérateur solaire

Chapitre 3 – Modélisation des différents composants du

réfrigérateur solaire

3.1. Introduction

Ce chapitre est consacré à la modélisation des différents composants de notre

réfrigérateur solaire. Nous allons établir un code de calcul qui nous permet de simuler le

fonctionnement de l’installation dans les conditions réelles d’un jour type. Il nous permet de

déterminer les températures des différents composants.

3.2. Description du réfrigérateur à adsorption à étudier

Le banc d’essai du réfrigérateur à adsorption à étudier a été construit par Nesba et

Hassen (2011) [6 ]. Basé sur l’étude de ERROUGANI (2007)[12] ; Nesbah et Hassen ont monté

le réfrigérateur solaire sans l’achever. Cette machine est représentée sur la figure (3.1).

Fig.3.1. Le réfrigérateur à adsorption réalisé par Nesba et Hassen [6 ].

3.2.1. Composants de la machine frigorifique solaire à adsorption

Le réfrigérateur solaire à étudier comporte trois éléments principaux, se sont le

capteur plan, le condenseur et l’évaporateur.

Chapitre 3 – Modélisation des différents composants du réfrigérateur solaire | 32

3.2.1.1. Capteur-adsorbeur

Le capteur-adsorbeur est l’élément essentiel de la machine, contenant l’adsorbant qui

est le charbon actif, en contact direct avec le rayonnement solaire, avec pour effet la

désorption de l’adsorbat (donc il joue le rôle d’un compresseur dans un système de

compression conventionnel).

3.2.1.2. Condenseur

Le condenseur est un échangeur thermique qui sert à condenser les vapeurs

d’adsorbat désorbées dans le capteur.

3.2.1.3. Evaporateur

Un autre échangeur thermique contenant dans l’enceinte frigorifique (chambre

froide), cet élément est la partie utile du réfrigérateur, et comprenant l’adsorbat sous forme

liquide ou solide.

3.2.1.4. Eléments auxiliaires

Notre machine nécessite trois vannes d’isolement entre capteur-condenseur,

condenseur-évaporateur et évaporateur-capteur.

.

Fig. 3.2. Schéma descriptif d’un réfrigérateur solaire par adsorption [6 ].

Vanne 02

Vanne 01

Vanne 03


3.3. Fonctionnement Du système global

Le réfrigérateur effectue un cycle de 24 heures. Des interventions manuelles

quotidiennes sont nécessaires le matin et le soir pour mettre (ou enlever) l’isolation arrière

du capteur et pour fermer (ou ouvrir) la vanne entre le capteur et le condenseur ou la vanne

entre le capteur et l’évaporateur [12].

3.3.1. Le jour

Début de journée: A 8h30, on ferme la vanne capteur –

évaporateur (2). Les autres vannes (1) et (3) étant fermées isole la

face arrière du capteur. Le rayonnement solaire chauffe le capteur

en faisant augmenter progressivement sa température ce qui

entraîne une élévation de la pression de vapeur du réfrigérant dans

le capteur (Fig. 3.3).

Milieu de matinée: Lorsque la pression dans le capteur atteint la

valeur de la pression de vapeur saturante du méthanol correspondant

à la température du condenseur on ouvre la vanne (1). La désorption

commence et les vapeurs de méthanol vont se condenser dans le

condenseur (Fig. 3.4).

Fig. 3.3. Intervention au début de journée [6 ].

Fig.3.4. Intervention au milieu de matinée [6].


L’énergie solaire reçue par le capteur sert à augmenter

sa température et à la désorption du réfrigérant contenu dans

le charbon actif [12].

Fin d’après-midi : Lorsque l’énergie solaire commence à

diminuer, on ferme la vanne (1) et on enlève l’isolation arrière

du capteur (Fig. 3.5). La température du capteur décroît

entraînant une baisse de pression dans le capteur. A 18h on

ouvre la vanne (3) pour permettre au méthanol, sous forme

liquide, de passer dans l’évaporateur. Cette vanne est fermée

ensuite pour isoler l’évaporateur du condenseur et on ouvre la

vanne (2).

3.3.2. Nuit

Le capteur se refroidit (sa pression diminue) par

convection naturelle avec l’air ambiant (Fig. 3.6). Plus la

température ambiante est faible, plus le refroidissement est

meilleur. La vitesse du vent favorise aussi le refroidissement du

capteur.

Le charbon actif en se refroidissant adsorbe le réfrigérant

qui s’évapore en produisant du froid dans l’évaporateur ce qui

refroidit la chambre froide [12].

Fig. 3.5. Intervention à la fin d’après-midi [6].

Fig. 3.6. Etat de l’installation la nuit [6 ].


3.4. Modélisation dynamique du procédé

Une modélisation a été développée pour simuler le fonctionnement dynamique du

système. Il convient en effet de prendre en compte, lors de l'étude du procédé, le

comportement dynamique du réacteur, les masses thermiques du système et l'évolution des

conditions climatiques (température de l'air extérieur, etc…).

Les objectifs du développement de cette modélisation sont donc :

1. prévoir le comportement du procédé de production de froid en fonction de données

climatiques réelles,

2. prévoir les performances du système.

2.4.1. Description générale de la modélisation

Le modèle développé est un modèle dit "global''. Il prend en compte l'interaction de

l'ensemble des éléments composant de l'installation et permet de mettre en évidence les

couplages existants entre ces derniers. Le modèle développé repose sur l'hypothèse que

chaque élément est caractérisé par des grandeurs supposées uniformes. Dans notre cas, ces

grandeurs seront la température.

Ce modèle ne présente pas d'étude locale du comportement du réacteur, ces

modélisations ayant fait l'objet d'autres travaux au laboratoire IMP (Institute de science et

de Génie des Matériaux procédés) du CNRS. Ainsi, dans notre modèle global, les limitations

au sein du matériau réactif ont été supposées uniquement d'ordre thermique.

Le modèle a été développé en langage MATLAB selon une méthode explicite. Il

comporte plusieurs sous-programmes chargés des différentes fonctions (lecture des

données, initialisation des variables, calculs...). La description de la structure de ce

programme est donnée en suivante.

Les données utilisées par le programme sont :

D’une part les caractéristiques des différentes parties du système (masses, surfaces,

caractéristiques thermiques..), qui sont considérées constantes au cours du temps est

donnée dans ( annexe2) .


Et d'autre part les données météorologiques (puissance solaire reçue, température

extérieure et vitesse du vent) sont considérées par rapport au temps pour le site choisi.

Le procédé a été schématisé et décrit par la figure 3.7 :

Fig. 3.7. Décomposition du système pour la modélisation.

2.4.2. Hypothèses

On suppose un système fonctionnant en mode fermé, dans lequel les liaisons réacteur-

évaporateur ou réacteur-condenseur et donc les changements déphasé de fonctionnement

sont déterminés par une commande extérieure (vanne).

Les températures extérieures de jour et de nuit utilisées sont les températures

moyennes correspondantes du mois considéré (jour type), de même que l'ensoleillement

moyen au cours de la journée. Le rendement moyen du capteur solaire a été fixé à 60%.

Transfert

de chaleur


Les coefficients de convection naturelle entre les condenseurs et l'air extérieur de

même qu'entre l'évaporateur et l'air à l'intérieur de la chambre froide ont été considérés

comme constants à 10 W/(m2.K).

2.4.3. Bilans thermiques

Un bilan dynamique a été effectué sur chacune des parties du système. Le système

modélisé présenté dans la suite tient compte des évolutions de température et des

interactions complexes entre les différentes parties du système :

2.4.3.1. Parois de réacteur et capteur solaire

Le bilan thermique sur les parois de réacteur soumis au rayonnement solaire est le

suivant (Fig. 3.8) :

( )

( ) ( )

3.1

Fig. 3.8. Bilan thermique sur les parois des réacteurs.

Le terme ηcapt .I.Scapt représente l'énergie nette reçue à la surface du capteur Scapt

exposée au rayonnement solaire I. Ce terme prend en compte le rendement du capteur ηcapt

calculé linéairement à chaque pas de temps en fonction de la puissance d'ensoleillement et

de l'écart de température entre le capteur et l'air extérieur. Cette relation, approximation

linéaire du rendement réel des capteurs, est de la forme [3]:


3.2

Ou :

le rendement optique du capteur, est le produit du coefficient de transmission

solaire de la vitre par le coefficient d'absorption solaire de la surface métallique

absorbante,

est le coefficient de perte thermique globale du capteur en races avant, arrière et

latérale ne prenant pas en compte l'effet du vent.

La valeur de ces coefficients a été estimée grâce aux valeurs de rendement pour des

capteurs solaires commerciaux présentées par des études paramétrique a étés menées

portant sur les valeurs de rendement , et en particulier sur les constructeurs en France

application, nous avons considéré = 0.75 et = 0.043 W (m2.K).

Le terme captextcaptcapt TTSh représente les échanges convectifs du capteur avec

l'air extérieur. Il permet de compenser les pertes négligées par l'approximation linéaire du

rendement des capteurs solaires. Le coefficient hcapt est calculé à chaque pas de temps en

fonction des conditions de température et de vitesse du vent, à partir des corrélations

proposées par [15].

Le coefficient α prend en compte les différences du jour et de la nuit : il est fixé à 0.1 le

jour et 10 la nuit.

Le dernier terme captRcaptSW TTSh int

représente le transfert thermique entre la

paroi du capteur et le mélange réactif (charbon Actif–méthanol). Des études du laboratoire

PROMES (PROcédédes , Matériaux et Energie solaire ) du CNRS (upr 8521) [3] , ont montré

qu'une valeur réaliste du coefficient hSW entre la paroi de réacteur et le mélange réactif était

de l'ordre de 400 W/(m2.K).

Compensation dans la première équation nous obtenons :

captRcaptSWcaptextcaptcaptextcapt

capt

capt TTShTTShTTIdt

dTCpm int

3.3


2.4.3.2. Mélanges réactifs

Le bilan thermique sur le mélange réactif du système est le suivant (Fig. 3.9)

RextRcaptcaptSWR

R TTUbTTShdt

dTCpm int

3.4

Fig. 3.9. Bilan thermique sur te mélange réactif du système.

La chaleur massique Cp du mélange réactif est variable en fonction de température. Elle est

calculée à chaque pas de temps selon l'expression modèle de Xuan et Roetzel (2000) ;il est

montre dans annexe (1): [16]

La masse de mélange réactif est calculé :

mR =mg + mS

mR : masse de (mélange réactif) .

mg : masse de gaz ( méthanol) .

ms : masse de solide (charbon Actif) .

la chaleur spécifique de mélange réactive calculé selon la relation suivante :

( )

: fraction voluméque dans le mélange réactif est calculé :

Vs : volume de solide (charbon Actif) .

VR : volume totale de mélange réactif .

CPR : chaleur spécifique de mélange réactif .


: masse volumique de gaz (méthanol) calculé selon la relation suivante :

Cps : chaleur spécifique de solide (charbon –actif) .

: masse volumique de solide ( charbon-actif) .

: masse volumique de mélange réactif. Calculé selon la relation suivante :

( )

Le terme Ub des pertes globales à l’arrière du capteur est calculé à partir la relation

suivante :

boispolycu

eeeUb

321

e1 : épaisseur de plaque arrière de capteur solaire .

λcu : conductivité thermique de cuivre .

e2 : épaisseur de polystyrène .

λpoly : conductivité thermique de polystyrène .

e3 : épaisseur de bois .

λbois : conductivité thermique de bois .

2.4.3.3. Condenseur:

Le bilan thermique sur le condenseur du système est le suivant (Fig. 3.10) :

condextextcondVVcondcondfcondcond

cond

cond TTShTTShdt

dTCpm int

3.5

Fig. 3.10. Bilan thermique sur le condenseur du système.

Le terme condcondfcondcond TTSh int représente le transfert thermique entre la paroi

de condenseur et le fluide méthanol. hcond est calculé à chaque pas de temps par corrélation

classiques dans (annexe 3).


Le deuxième terme condextextcondVV TTSh représente le transfert thermique entre

la paroi de condenseur et l’air extérieur. hVV est calculé par corrélation empirique qui

dépende à la vitesse de vent.

hVV = 5.67 +(3.86 . Vv )

Vv : vitesse de vent.

2.4.3.4. Fluide dans le condenseur :

Le bilan thermique sur le fluide dans le condenseur du système est le suivant (Fig. 3.11):

condfcondcondcond

condf

méthanolf TThSdt

dTCpm

int 3.6

Fig. 3.11. Bilan thermique sur le fluide dans le condenseur.

2.4.3.5. Evaporateur

Le bilan sur la paroi de l'évaporateur s'exprime comme suit (Fig. 3.12) :

evapevapfevapevevapchambextevapevap

evap

evap TTShTTShdt

dTCpm int 3.7

Fig. 3.12. Bilan thermique sur la paroi de I ‘évaporateur.


Le terme evapchambextevapevap TTSh représente les échanges convectifs de la paroi de

l'évaporateur avec l'air à l'intérieur de la chambre froide. Le coefficient hevap est calculé à

chaque pas de temps par des corrélations classiques .

Le second terme evapevapfevapev TTSh int représente le transfert thermique entre la

paroi de l'évaporateur et le méthanol dans celui-ci. Le coefficient hev a été supposé constant,

avec une valeur de 1000 W/(m2.K) [15].

2.4.3.6. Fluide dans l’évaporateur :

Le bilan thermique sur le fluide dans l’évaporateur du système est le suivant

evapfevapevapevap

evapf

méthanolf TThSdt

dTCpm

int 3.8

Le terme evapfevapevevap TThS intreprésente le transfert thermique entre le

méthanol et la paroi de l’évaporateur.

2.4.3.7. Chambre froide :

Au sein de la chambre froide, seule une faible convection naturelle est établie,

entraînant des inhomogénéités dans les températures des différents points de la chambre.

Cependant, dans ce modèle global, l'air de la chambre froide a été considéré comme un

nœud et est donc caractérisé par une température uniforme.

Fig. 3.13. Bilan thermique sur l'air de la chambre froide.

La déterminassions de la température de l'air de la chambre s'effectue par le bilan

suivant (Fig. 3.13) :


( )

( ) ( ) 3.9

La chambre froide utilisée est caractérisée par un coefficient de déperditions

thermiques continues K (égal à 0.22 W/K environ d'après les mesures présentées soit une

perte d'environ 12 W en continu) avec l'air extérieur.

3.5. Description des étapes de calculs

La figure 3.16 représente l’organigramme de calcul :

Début

Lecture les données:

Les caractéristiques géométriques et thermo-physiques des

composantes: « capteur, condenseur, évaporateur et

chambre ».

Les caractéristiques thermo-physiques des fluides : « charbon

actif, gaz méthane et l’air ambiant ».

Variation du temps ( jusqu’à ).

Le rayonnement solaire ; ( )

Température extérieur ; ( ) La vitesse du vent ; ( )

le temps de remplissage (Tr)

Initialisation les températures T(i) de : capteur, Mélange réactive,

évaporateur, condenseur, chambre, fluide condensé et fluide évaporé.


Si : temps ≤ 24 heures

Oui

Non

B

B A

A

Calcule les températures T(i+1) en fonction de T(i) :

Température du capteur Tcapt ; (Equation …).

Température de condenseur Tcond ;(Equation…).

Température d’évaporateur Tevap ;(Equation…).

Température de fluide évaporé Tfevap ; (Equation…).

Température de fluide condancéTfcond ; (Equation …).

Température de chambre Tchamb ; (Equation ….).

Température de mélange réactif TR,(Equation….).


3.6. Conclusion

A travers la modélisation de la machine frigorifique à adsorption et de ces différents

composants et en se basant sur la compréhension du phénomène de sorption, nous avons

pu établir un code de calcul en environnement MATLAB. Ce code nous a permet de simuler

le comportement de la machine et de ces différents composants.

Fig.3.16: L’organigramme de calcule

Fin

Afficher les courbes des températures :

Température du capteur Tcapt, en fonction de temps.

Température de condenseur Tcond , en fonction de temps.

Température d’évaporateur Tevap, en fonction de temps.

Température de fluide évaporé Tfevap, en fonction de temps.

Température de fluide condancéTfcond , en fonction de temps.

Température de chambre Tchamb, en fonction de temps.

Température de mélange réactif TR, en fonction de temps.

Température extérieur Text, en fonction de temps.

CHAPITRE 4

Résultats et discussions

Chapitre 4 –Résultats et discussions

4.1. Introduction

Ce chapitre est consacré à la modélisation des différents composants de notre

réfrigérateur solaire. Nous allons établir un code de calcul qui nous permet de simuler le

fonctionnement de l’installation dans les conditions réelles d’un jour type. Il nous permet de

déterminer les températures des différents composants de l’installation.

Pour montrer notre contribution, nous avons choisi de présenter d’abord une

illustration dela partie expérimentale réalisée par Nesba et Hassan (2011) de l’installation

sujet et qui n’a pas été achevé à cause du manque de quelque produit.

4.2. Description de L’installation

4.2.1. Construction de prototype

Les travaux dans la réalisation du prototype du réfrigérateur solaire étudié ont

commencé avec Nesba et Hassan (2011). Ce prototype n’a pas pu être achevé à cause des

problèmes d’acquisition de matériels, outillages et produits spéciaux été construit.La mise

en œuvre pratique a pour but d'analyser le fonctionnement réel de ce type de procédé, et

de démontrer la faisabilité d'une production de froid à des températures de l'ordre de -11°C

à partir de chaleur basse température dans la région de Biskra. Elle a également pour but de

valider les hypothèses formulées lors du développement du modèle dynamique et

d'apporter les améliorations nécessaires à la précision des simulations.

Fig. 4.1. Schéma descriptif d’un réfrigérateur solaire par adsorption [6].

Chapitre 4 – Résultats et discussions | 47

4.2.2. Différents composants du réfrigérateur solaire

4.2.2.1. Capteur solaire

Il existe plusieurs études concernant les formes des

capteurs, [12] a choisi et utilisé la forme cubique ou

parallélépipédique, dont ses caractéristique sont comme

suit:

Le capteur plan, fabriqué à partir de plaques en cuivre

d’épaisseur de 1,2 mm, est un parallélépipède de coté de 85

cm (Fig. 4.2.).

L’épaisseur du capteur est constituée :

D’un espace vide de 1 cm, aménagé entre le lit de

charbon actif et la plaque arrière du capteur à l’aide d’une

grille en inox (Fig. 4.3). Cet espace permet une bonne

répartition de la vapeur de méthanol, pour qu’elle puisse

transiter vers le condenseur sans résistance.

Pour la tenue mécanique de la grille, 24

entretoises en cuivre sont placées sur la plaque

arrière du capteur. Elles sont conçues de telle

façon à laisser transiter librement le gaz (Fig. 4.4).

D’un espace de 5 cm rempli de 14,5 kg de charbon actif AC35, sous forme de grain

cylindrique. 13 ailettes en cuivre assurent le transfert de chaleur entre la face avant et

l’intérieur du capteur (Fig.4.5 et 4.6).

Fig. 4.2. Schéma descriptif du

capteur plan 85cmx85cm [6].

Fig. 4.3. Schéma de grille en inox

85cmx85cm [6].


capteur plan avec les entretoises

[16].


Pour une bonne absorption du rayonnement

solaire par le capteur il est bien de traité la face avant

de ce dernier par une peinture noire (Fig. 4.7).

L’isolation de la plaque arrière doit être conçue

de façon à être enlevée le soir lors du refroidissement

du capteur (Fig. 4.8).

4.2.2.2. Condenseur à air

Le condenseur montré dans la figure4.9 est constitué de 4 tubes en cuivre de longueur

5,2 m, d’épaisseur de 1mm et de diamètre intérieur 26 mm. Il contient 380 ailettes espacées

de 10 mm. Chaque ailette en cuivre a une forme carrée de 100 mm de côté et d’épaisseur

0,5 mm. La surface d’échange du condenseur est de 7,5 m2. Son volume est égal à 2,8 L.

Fig. 4.5. Schéma d’ailettes de

cuivre 85cmx5cm [6].


capteur plan 85cmx85cm [6].

Ailettes

Fig. 4.7. Plaque Schéma de plaque

avant de capteur 85cm x85cm[6].

Fig. 4.8. Schéma de volet d’isolant [6].


Le condenseur est positionné dans l’installation frigorifique

solaire de manière que le condensat s’écoule, par l’un des orifices,

facilement sous l’effet de la gravité, vers l’évaporateur.

4.2.2.3. Evaporateur et chambre froide

L’évaporateur (Fig. 4.10) est constitué de tubes en cuivre d’épaisseur 1mm et de

diamètre intérieur 38 mm permettant d’avoir une surface d’échange de 0,61 m2. Dans le

dimensionnement de l’évaporateur il faut tenir compte la quantité de méthanol cyclée, la

surface d’échange avec l’air ambiant et la chambre froide et de l’espace vide qui devrait être

laissé à l’intérieur de l’évaporateur pour faciliter l’évaporation et la circulation de la vapeur

du méthanol. La quantité de méthanol introduite initialement dans l’évaporateur est de 3

litres [12].

La chambre froide représentée sur la figure4.11, a un volume de 113 litres. Elle

contient l’évaporateur qui permet son refroidissement pendant la phase de production de

froid.

Pour minimiser le transfert de chaleur entre l’ambiance et la chambre froide, cette

dernière est isolée avec 10 cm de laine de verre.

Ailette

s

Fig. 4.9. Schéma du condenseur à air [6].

Fig. 4.10. Schéma de l'évaporateur [6]. Fig. 4.11. Schéma de la chambre froide [6]


4.3. Eléments auxiliaires et instruments de mesure

4.3.1. Les Vannes

Notre machine nécessite trois vannes d’isolement entre capteur-condenseur,

condenseur-évaporateur et évaporateur-capteur (Fig. 4.12).

Par la façon dont elles sont placées dans la machine, elles permettent :

de mettre en communication le capteur et le condenseur pendant la phase de

désorption, le capteur et l’évaporateur pendant la phase d’adsorption, et d’isoler

l’évaporateur du condenseur le jour;

de séparer les éléments et de localiser sélectivement, en cas de besoin, l’emplacement

des fuites ;

de pomper (en cas de nécessité) sélectivement sur les autres composants de la machine.

Fig.4.12. Trois vannes d’isolement entre capteur-condenseur, condenseur-évaporateur et

Evaporateur-capteur [6].

Nous avons remplacé les vannes manuelles utiliséespar des électrovannes (Fig. 4.13)

commandées par des thermorégulateurs (4.14). Ces électrovannes nous permettent la

régulation automatique de la marche de la machine.

Pour la connections des différents éléments du prototype, on peut utiliser des tuyaux

flexibles en inox de 25 mm de diamètre. L’utilisation de ces flexibles permet de faciliter le

positionnement des différents éléments de la machine (Fig.4.12).

Vanne 02

Vanne

01

Vanne 03

Tuyaux flexibles


Fig. 4.13. Les électrovannes.

Fig. 4.14. Thermorégulateur avec une sonde du type K.

4.3.2. Instrumentation des mesures

4.3.2.1. Mesure de la température

Des thermocouples pour mesurer la température :

De la face avant et de la face arrière du capteur,

De l’entrée et sortie du condenseur,

De l’intérieur de la chambre froide,

De l’évaporateur.

Enfin, la température ambiante est mesurée également par un thermocouple

suspendu dans l’air à l’ombre.

4.3.2.2. Mesure de la pression

Pour mesurer la pression du système, un instrument compac

t de vide a été utilisé (Fig. 4.15) .

Fig. 4.15. Baromètre


4.3.2.3. Mesure de l’ensoleillement

L’ensoleillement est mesuré à l’aide d’un pyranomètre. Ce dernier, placé dans le plan

du capteur, incliné d’un angle égal à la latitude de Biskra (34°,8) et longitude (5°,73) Et

altitude 81 m, permet de mesurer le rayonnement solaire global reçu par ce dernier.

4.4. Etat de réalisation de la machine

4.4.1. Le réacteur solaire

Dans cette partie essentielle de la machine, nous avons réalisé le boitier en cuivre sans

le fermé à cause du manque du charbon actif (Fig. 4.16).

Fig. 4.16. Le boitier du réacteur solaire.

4.4.2. Le condenseur

Le condenseur conçu par Nesba et Hassan (2011) (Fig. 4.17) a été remplacé par un

autre totalement en cuivre (Fig. 4.18) (Les ailettes étaient en acier galvanisé). Les études sur

ce condenseur ont démontré que les ailettes doivent être en cuivre (conductivité thermique

plus élevée) pour avoir meilleur rendement.

Fig. 4.17. Condenseur de Nesba et Hassan [6]. Fig. 4.18. Condenseur avec ailettes en cuivre.


Pour trouer les ailettes avec precision afin de garder leurs contacts avec le tuyau en

cuivre, nous avons réalisé un dispoditif spécial (Fig. 4.19).

Fig. 4.19. Dispositif spécial pour trouer les éilettes.

4.4.3. Etat de réalisation de la machine

La figure 4.20

Fig. 4.20. Etat de réalisation de la machine.


4.5. Résultats et discussion

4.5.1. Les données climatiques du jour type

Le rayonnement global reçu sur le capteur et la température extérieure, étant les

paramètres les plus influents sur le fonctionnement du système, sont donnés pour la région

du sud-est algérien pour la date 04/06/1985. Ces données météorologiques sont relevés à

partir de l’Atlas solaire [13]:

altitude :450 m

sa situation géographique (32° de latitude nord 4°81’ de longitude ouest)

albédo 0.2

Fig. 4.21. Variation temporelles du rayonnement solaire.

La figure 4.21 illustre l’évolution temporelle du rayonnement solaire globalreçue par

mètre carré de surface. On peut remarquer que la puissance atteint son maximum entre

12h00 et 13h 00.


La figure 4.22 montre les données de la température extérieure prélevée d’après Atlas

solaire pour 24 heures [14].

Fig. 4.22. Variation temporelles de la température extérieure.

4.5.2. Température du capteur solaire Tcapt

La figure 4.23 illustre les résultats théoriques issus du code de calcul pour le jour type

choisi. Nous remarquons qu’il commence a progresser de 7h jusqu’à atteindre son maximum

entre 12h et 13h puis commence à diminuer et jusqu’à disparition du soleil. Il reste constant

durant la nuit.

Fig. 4.23. Variation de la température du capteur.


4.5.3. Température du mélange réactive TR

Nous remarquons dans la figure 4.24 qui représente la variation de la température du

mélange réactif le long de la journée.

Fig. 4.24. Variation de la température du mélange réactif.

4.5.4. Température du condenseur Tcond

La figure 4.25 illustre les résultats théoriques du condenseur le long de la journée type.

Fig. 4.25.Variation de la température du condenseur.


4.5.5. Température de fluide dans le condenseur Tfcond

La figure 4.26 représente les résultats théoriques issus du code de calcul de la

température du fluide à l’intérieur du condenseur. Après désorption du méthanol du

charbon actifdans le capteur durant le matin à 12h30, on ouvre la vanne de connexion entre

le condenseur et le réacteur. Le méthanol s’écoule sous forme de vapeur pour se condenser

et devenir liquide après extraction de la chaleur. Il sort complètement au environ de 16h,

après ouverture de la vanne de connexion entre le condenseur et l’évaporateur.

Fig. 4.26. Température de fluide dans le condenseur.

4.5.6. Température de l’évaporateur Tevap

La figure 4.27 représente la variation de la température de l’évaporateur à l’intérieur

de la chambre froide pour la première fois du fonctionnement de la machine. On remarque

de 7h à 16h la température de l’évaporateur augmente puisque il ne contient le méthanol.

Puis à l’entrée du méthanol sa température commence à baisser.


Fig. 4.27. Variation de la température de l’évaporateur.

4.5.7. Température de fluide dans l’évaporateur Tfevap

La figure 4.28 représente la variation de la température du méthanol lors de sa présence dans

l’évaporateur entre 16 h et 19h.

Fig. 4.28. Variation de la température de fluide dans l’évaporateur Tfevap.


4.5.8. Température de la chambre froideTchamb

La figure 4.29 représente la variation de la température de la chambre froide durant

un cycle de travail de la machine frigorifique équivalent à une journée.

Fig. 4.29. Variation de la température de la chambre froideTchamb.

4.5.9. Variation des températures des éléments de la machine

Fig. 4.30. Variation des températures des élémentsde la machine.

Conclusion générales

CONCLUSION GÉNÉRALE

L’utilisation de machines à sorption pour la climatisation, la réfrigération ou la

congélation est particulièrement intéressante, puisque ces machines, qui ont été développés

depuis les années 1850 notamment pour la production de froid, peuvent fonctionner à partir

uniquement de sources de chaleur. En effet, dans le cadre du développement durable et de la

limitation des émissions des gaz à effet de serre et nocifs pour la couche d’ozone et

l’environnement, il convient préalablement à la conception de ces procédés, de prendre non

seulement les quantités d’énergies mises en œuvre, mais également la qualité de ces énergies.

L’objectif de ce travail a été, la modélisation et la simulation du fonctionnement d’une

machine frigorifique solaire utilisant le couple charbon actif-méthanol, d’une part. D’autre part,

terminer entièrement la réalisation débutée par Nesbah (2011), mais à cause de la contrainte

de la disponibilité des moyens, nous avons refait le condenseur entièrement en cuivre (les

ailettes) et avons construit le capteur à 70 % (manque du charbon Actif).

Dans la partie théorique, nous avons mis au point un code de calcul en environnement

MATLAB qui simule le fonctionnement en temps réel et suivant les conditions météorologiques.

A travers la modélisation des différents composants de la machine frigorifique telle que le

réacteur, le condenseur, l’évaporateur et la chambre froide.

Ce code de calcul, dans sa version préliminaire, nous a permet de tracer l’évolution des

températures de toutes la machines et de ces composants qui travail d’une façon discontinue.

Dans les perspectives de ce projet, on projet de :

- Raffiner se code de calcul pour pouvoir calculer :

Les différentes pressions qui règnent à l’intérieur de la machine,

Tracer le cycle réel dans le diagramme de Clapeyron,

Simuler le fonctionnement après plusieurs jours de travail.

- Achever la machine frigorifique en cours de réalisation pour pouvoir :

Valider les résultats théoriques issus du code de calcul,

Tester cette machine sous conditions climatiques de la région de Biskra.

Références bibliographiques

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magistère , Université Mohamed Boudiaf Msila , 2005 .

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R é f é r e n c e s B i b l i o g r a p h i q u e s | 62

[13] Cap Derou, M., Atlas solaire de l’ageria , Achevé d’imprimer sur les presses de l’office des

publiction Universitaire , centrale de Ben Aknoun (Alger) , 15-6-1985 , tome 3 : Aspect

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[14] Cap Derou , M. , Atlas solaire de l’ageria , Achevé d’imprimer sur les presses de l’office des

publiction Universitaire , centrale de Ben Aknoun (Alger) , 15-6-1985 , tome 2 : Aspect

éneregétique .

[15] Mills F., Heat and mass transfer, ed. Irwin, Chicago, 1995.

[16] Enst , Transferts thermiques dans les processus énergétique parté V écoulements diphasique,

science direct , 20 April 2007 .

Sommaires des annexes

Annexe 1 :. Caractérisation thermo physiques des adsorbats .

Annexe 2 : Paramètres de dimensionnement introduits dans la modélisation .

Annexe 3 : Modèle de Xuan et Roetzel (mélanges diphasiques) .

Annexe 4 : Calcul des coefficients de transfert convectif .

Annexe 1 :

Caractérisation thermo physiques des adsorbats .

A n n e x e 1 | 63

Annexe 1

1. Caractérisation thermo physiques des adsorbats :

Fluides Eau Méthanol Ammoniac

Pression de vapeur saturante (PS en mbars et T en Kelvin)

( )

PS1 32.14 17.2714 117814.96

PS2 -3690.2 -2310.5248 -2.8235 E+6

PS3 -239420 566896 0

PS4 0 4.409 E+7 0

Masse volumique ( )

( )

667.14 1283.315 1763.03127

2.8367 -3.3388 -10.5839

-6.9853 8.65165 E-3 3.7117 E-2

3.9556 E-6 -1.01655 E-5 -4.3169 E-4

Chaleur latente (L(T) en kJ/kg et T en °K)

L(T) = L1 + L2T + L3T² + L4 T3

L1 3408.8736 643.9708 4372.526

L2 -5.20995 4.740 -31.171

L3 0.01011 -10.1046 E-3 1.1546 E-1

L4 -11.94644 E-6 11.2826 E-8 4.3169 E-4

1.1 Huile Seriola

Le fluide caloporteur utilisé est de l'huile Seriola 1100. Ce choix à été effectué car:

- Les niveaux de température atteinte par cette huile permettant un fonctionnement jusqu'à

300°C.

- La Seriola 1100 est une huile très fluide, sa faible viscosité favorise la circulation à froid.

A n n e x e 1 | 64

- Le pouvoir calorifique du fluide est élevé. Les principales caractéristiques du fluide sont les

suivantes:

a-Chaleur spécifique

CPh (T) = 3.62E −3.T +1.7765

Où:

CPh :Exprimé en kJ/kg .K

T: température du fluide (°C).

( )=−0.633T +883.333

( ) : en kg / m3

1.2 Méthanol

Le réfrigérant utilisé est le méthanol dont la masse volumique ρ (kg.m-3

), nécessaire pour le calcul du

bilan thermiques, est une fonction approchée par un polynôme en T, donnée pour T<180 °C

a- Masse volumique

T :température.du.fluide(°C)

( )

Avec a=-1.4679x10-3

b=4.1898x103

c=917.35

Référence:

Bakhti, M., “Etude des performances d’une machine frigorifique a adsorption solide “ , thése

magistair , Université Mohamed Boudiaf Msila , 2005 .

Annexe 2 :

Paramètres de dimensionnement introduits dans la modélisation .

A n n e x e 2 |65

2. Paramètres de dimensionnement introduits dans la modélisation.

La langueur caractéristique du capteur (m) (Lcapt ) 0.85

Surface du capter solaire (m2) (Scapt ) 0.73

Coefficient de transfert par convection entre paroi réactif et le mélange réactif

(w/k.m2 ) (hsw ) 400

Chaleur spécifique massique de charbon actif J/kg.k (cps) 1620

La masse de charbon actif Kg (ms) 14.5

Conductivité thermique de cuivre (capteur) w/m.k (λcapt) 401

Chaleur spécifique massique du cuivre J/Kg.k (Cpcapt) 381

Surface intérieur du capteur m2 (Scapt, int) 0.70

Viscosité dynamique de l’air m2/s (μair) 1.784

La masse volumique de l’air Kg/m3 (Vm) 1.225

Chaleur spécifique massique de l’air J/Kg.k (Cpair) 1006.43

Conductivité thermique de l’air w/m.k (λair) 0.0242

Volume d’air dans la chambre (L) (Vair) 133

Conductivité thermique de polystyrène (w/m.k) (λpoly) 0.036

Conductivité thermique de bois (w/m.k) (λbois) 0.36

Epaisseur de plaque de cuivre (capteur) (m) (e1) 0.011

Epaisseur de polystyrène (m) (e2) 0.002

Epaisseur de bois (m) (e3) 0.001

Increment de temps (s) (dT) 0.01

Coefficient d’échange dans le condenseur (w/m2.k) (hcond) 10

Surface latérale intérieure de condenseur (m2) (Scond,int) 0.81

Surface latérale extérieur de condenseur (m2) (Scond, ext) 7.5

Coefficient d’échange entre condenseur et l’air (w/m2.k) (hvv) 5.67+(3.86xvv)

Masse du fluide condensé (Kg) (mf.cond) 2.8

Chaleur spécifique massique de fluide condensé (J/kg.k) (Cpf.cnd) 320

Coefficient d’échange par conviction (chambre-évaporateur) (w/m2.k) (hevap) 10

Surface extérieure de l’évaporateur (m2) (Sevap,ext) 0.61

Surface intérieure de l’évaporateur (m2) (Sevap,int) 0.53

Coefficient d’échange par convection (fluide évaporateur (w/m2.k) (hev) 1000

Chaleur spécifique massique du fluide évaporé (J/kg.k) (Cpf,evap) 890

Annexe 3 :

Modèle de Xuan et Roetzel (mélanges diphasiques)

A n n e x e 3 |66

3. Modèle de Xuan et Roetzel (mélanges diphasiques)

Si le modèle le plus simple des modèles .il suppose que le mélange diphasique (solide/gaz

.solide /liquide).

Dans ce modèle .on se contente d’écrire les propriétés des mélanges diphasiques.

3.1 Propriétés des mélanges diphasiques

Les propriétés physiques des mélanges diphasiques (indice R) dépendent des propriétés

physiques du fluide porteur (indice g), des propriétés physiques des particules (indice s), de

la concentration volumique en particules (cv) et également de l'écoulement qui conditionne

l'interaction des articules sur le fluide.

Les propriétés thermo physiques des fluides diphasiques sont fortement dépendantes de la

fraction solide.

3.1.1. Masse volumique

Pour un fluide diphasique, à partir d'un simple bilan de masse de la suspension, on obtient :

ρ R= cvρ S + (1− cv )ρg Pour des fluides homogènes sans glissement entre les phases, on a la relation suivante :

(

)

Qui est équivalent à la relation en termes des volumes :

Où cm est la fraction massique en particules. La relation entre la fraction massique et la

fraction volumique est :

Ainsi, l’expression de la masse volumique d’une suspension en fonction de la fraction

massique en particules solides peut s’écrire :

A n n e x e 3 |67

3.1.2. Capacité thermique et chaleur latente de fusion

Dans le cas d'une suspension, la capacité thermique dépend de celles des particules et du

fluide porteur, de la concentration en particules et de l’état de celles-ci (liquide ou solide).

La capacité thermique massique de la suspension doit être évaluée très soigneusement afin

de considérer les effets du changement de phase. Dans un modèle de capacité thermique

effective (ou équivalente), on suppose que le matériau à changement de phase fond dans

un intervalle de température fini de sorte que la capacité du matériau à changement de

phase (MCP) et de la suspension est fonction de la température., la capacité thermique de la

suspension fonction de la fraction volumique en particules, est issue du bilan Calcul des

proprietes thermophysiques des mélanges diphasiques enthalpique avec la capacité des

particules à l’état solide respectivement :

( )

La loi de variation de la capacité thermique massique de la suspension en fonction de la

fraction massique en particules est donnée par l’équation

( )

La capacité thermique de la suspension pour l'intervalle des températures de fusion du MCP

est fonction de la chaleur latente de changement de phase ΔhMCP, étant donnée par

l'équation :

(

) ( )

Référence:

Enst , Transferts thermiques dans les processus énergétique parté V ecoulements

diphasique , science direct , 20 April 2007 .

Annexe 4 :

Calcul des coefficients de transfert convectif

A n n e x e 4 |68

4. Calcul des coefficients de transfert convectif

Calcul des coefficients de transfert convectif

Corrélations issues de Mils (1995) pour des plaques non horizontales pour le calcul du

nombre de Nusselt:

Cas d'un écoulement naturel

- écoulement laminaire:

Nu= 0.68+0.67(Ra )114

- écoulement turbulent

Nu = 0.68 + 0.67

⁄ (1 + 1.6 - l08

⁄

où Ra est le nombre de Rayleigh de l'écoulement (définition usuelle) et une fonction de

son nombre de Prandtl Pr (définition usuelle), définie par:

[ (

) ⁄

]

⁄

Cas d'un écoulement forcé

- écoulement laminaire (avec Re 2500):

Nu = 0.664

⁄

⁄

- écoulement turbulent

Nu = 0.029 Re0.3 Pr0.43

où Re est le nombre de Reynolds de 1' écoulement et Pr son nombre de Prandti (défititions

usuelles)

Le calcul du coefficient de transfert convectif se fait ensuite grâce à la corrélation h = k.Nu

où k est le coefficient de transfert conductif de la plaque considérée.

Référence:

Mills F., Heat and mass transfer, ed. Irwin, Chicago, 1995.

Résumé :

L’objectif de ce travail est la modélisation et l’étude d’une machine frigorifique solaire à

adsorption utilisant le couple charbon actif AC-35 /méthanol comme couple adsorptif

(adsorbant/adsorbat). Notre but est la construction un code de calcul sous l’environnement

« MATLAB », qui nous permet de simuler le fonctionnement en temps réel de cette machine et

de déterminer les performances thermique et énergétique du système. En établissant les bilans

énergétiques des différents éléments et en adoptant une approche globale, nous avons pu

tracer les différentes évolutions de températures des différents composants de l’installation. La

simulation dynamique a permet d’analyser son fonctionnement en fonction des conditions

météorologiques. Nos résultats apparaissent acceptable et même motivants et exige fortement

l’achèvement du prototype en cours de réalisation, afin de pouvoir valider ces résultats.

Mots clés :procédé solaire, réfrigération solaire, adsorption, charbon actif/méthanol,

réacteur solide/gaz, modélisation dynamique.

ص:ـــملخ

. (ماز/ممتز)متزاز )فحم نشط / ميثانول ( التعتمد على ثنائي ا ،لة التبريد الشمسي باالمتزازآنقوم في هذا العمل بدراسة ونمذجة أدائهاالواقعية.مما يمكننا من تحديد الظروففي عمل الجهاز يسمح لنا بمحاكاة رقمي من خالل هذه الدراسة هو بناء برنامج هدفنا

حليل الديناميكي تبعا .ويرتبط عمل محاكاة التالحرارة لمختلف مكونات الجهازات رسم تغيرات درج، كما يسمح لنا بالطاقوي والحراري من اجل التحققالتجريبي األوليالنموذج إلنهاء، نتائج المتحصل عليها مقبولة ومحفزةال .لكل منطقةلجوية للخصائص الجغرافية و ا .وتحسين النموذج الرقمي

النمذجة ،غاز/ صلب،مفـاعل كربون نشط / ميثانول ،امتزاز،التبريد بالطاقة الشمسية :كلمات مفتاحيه .الديناميكية

Abstract

The objective of this work is the modeling and study of a solar cooling machine adsorption

using activated carbon AC- 35/methanol as a couple adsorptive(adsorbent / adsorbate ) . Our

goal is to build a computer code under the environment " MATLAB ", which allows us to

simulate the real-time operation of the machine and determine the thermal and energy

performance. Establishing the energy balance of the different elements and adopting a

globalapproach , we were able to trace the evolution of different temperatures of the various

components of the installation. The dynamic simulation is used to analyze its operation

depending on weather conditions. Our results are acceptable and even highly motivating and

requires the completion of the prototype in progress , in order to validate these results.

Keywords :solar process , solar refrigeration , adsorption, activated carbon / methanol,

reactor solid / gas, dynamic modeling.

master procédé solaire de production de froid à...

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